Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Современное состояние проблемы повышения теплогидравлической эффективности теплообменных аппаратов и систем охлаждения 8
1.1 Анализ методов оценки эффективности интенсификации теплообмена в каналах 8
1.2 Особенности гидродинамики и теплообмена в гладких и дискретно шероховатых каналах при стационарном течении теплоносителя 13
1.3 Особенности гидродинамики и теплообмена в каналах при наложенной нестационарности теплоносителя 27
1.4 Методы измерений гидродинамических и тепловых параметров в турбулентных нестационарных течениях 39
Глава 2. Экспериментальное оборудование и методика экспериментальных исследований 45
2.1 Экспериментальная установка для исследования гидравлического сопротивления в дискретно-шероховатом канале при наложенных пульсациях расхода 45
2.2 Теплообменник для реализации нестационарного эффекта теплоотдачи 60
Глава 3. Методика измерения гидравлического сопротивления дискретно шероховатого канала при наложенных пульсациях расхода 73
Глава 4. Гидравлическое сопротивление дискретно-шероховатого канала при наложенных пульсациях потока 86
4.1 Анализ результатов экспериментального исследования гидравлического сопротивления дискретно-шероховатого канала при наложенных пульсациях расхода 87
4.2 Теплогидравлическая эффективность ДШК при наложенной нестационарности потока 98
Глава 5. Практическая реализация нестационарного эффекта интенсификации теплоотдачи в теплообменнике со встроенным пульсатором 106
Заключение 111
Список сокращений и условных обозначений 112
Список используемой литературы 1
- Особенности гидродинамики и теплообмена в гладких и дискретно шероховатых каналах при стационарном течении теплоносителя
- Теплообменник для реализации нестационарного эффекта теплоотдачи
- Анализ результатов экспериментального исследования гидравлического сопротивления дискретно-шероховатого канала при наложенных пульсациях расхода
- Теплогидравлическая эффективность ДШК при наложенной нестационарности потока
Особенности гидродинамики и теплообмена в гладких и дискретно шероховатых каналах при стационарном течении теплоносителя
Технические требования к повышению тепловых характеристик теплообменных аппаратов, направленные на экономию энергии и материалов, снижение стоимости, привели к разработке и использованию различных методов повышения теплоотдачи. Эти методы получили название интенсификация процессов теплоотдачи. Исследования интенсификации теплообмена ведутся в различных странах, причем в заметно возрастающем темпе. Необходимо отметить, что проводимые в нашей стране исследования внесли значительный вклад в решение этой проблемы. Достаточно вспомнить работы по интенсификации теплообмена В.М. Антуфьева, В.М. Бузника, А.Е. Берглса, Г.И. Воронина, Г.А. Дрейцера, В.Е. Дубровского, Н.В. Зозули, Э.К. Калинина, В.К. Мигая, В.К. Щукина, В.И. Терехова, Н.И. Ярыгиной, В.В. Олимпиева, Ю.Г. Назмеева, Ю.Ф. Гортышова, В.В. Попова и многих других ученых.
Различные методы интенсификации теплообмена были классифицированы в [1 - 3] и разделены на пассивные и активные методы. Основные различия методов заключаются в том, что пассивные методы, в отличие от активных, не требуют внешнего подвода энергии для интенсификации. Повышение передачи тепловой энергии реализуется за счет изменения площади поверхности теплообмена или ее геометрических параметров, включая установку дополнительных устройств и вставок в теплообменные каналы или изменения их конструкции. За исключением простого развития поверхности, пассивные методы характеризуются увеличением коэффициентов теплоотдачи за счет возмущения потока или изменения его параметров. Однако при использовании пассивных методов резко увеличиваются потери давления в теплообменных трактах. Активные методы предусматривают для интенсификации теплообмена в канале приложение внешней энергии с целью воздействия на поток.
Кроме того, любые два или больше из перечисленных методов (пассивных или активных) могут использоваться одновременно для увеличения уровня интенсификации теплообмена. В этом случае они составляют сложный метод.
Наибольшую теплогидравлическую эффективность обычно имеет пассивный метод в виде шероховатых поверхностей, образованных дискретным расположением выступов и выемок различной формы. Накоплен значительный опыт использования кольцевых накаток, сферических выемок, спиральных выступов и т.д.
В настоящее время существует довольно много методов оценки теплогидравлической эффективности различных способов интенсификации теплообмена. В работе [4] описано, что в качестве критериев сравнительной оценки эффективности интенсификации теплообмена можно использовать объемы или поверхности теплопередачи двух теплообменных аппаратов, изготовленных с интенсификаторами теплообмена и без них, при одинаковых тепловых мощностях и мощностях, затрачиваемых на прокачку теплоносителя (при одинаковых потерях давления). Отношения объемов, сравниваемых аппаратов при турбулентном течении теплоносителя, можно подсчитать по зависимости (1.1) при условиях:
В [5] предложен новый обобщающий метод сравнения эффективности поверхностей, названный методом эффективных параметров. Метод основан на использовании в качестве условия сравнения равенство эффективных чисел Рейнольдса
В работах по интенсификации теплообмена [2, 6] в качестве оценки эффективности различных методов интенсификации теплообмена применяют коэффициент
Коэффициент И характеризует интенсификацию теплообмена при равных мощностях на прокачку теплоносителя, т.е. при одинаковых потерях в интенсифицированном и гладком каналах. Из выражения (1.4) видно, что прирост теплообмена энергетически более весом, чем прирост потерь давления.
Академик М.В. Кирпичев предложил для оценки эффективности поверхности теплообмена использовать энергетический коэффициент Е (1.5), равный отношению количества тепла Q, отданного поверхностью, к мощности N, затраченной на перекачивание теплоносителя относительно поверхности
Коэффициент Е характеризует степень использования работы, затраченной на передачу тепла, или теплогидравлическое совершенство организации процесса теплообмена около некоторой поверхности. Очевидно, что чем больше Е, тем меньше затраты работы, необходимые для передачи одного и того же количества тепла, и тем более эффективна поверхность теплообмена.
В.И. Антуфьев [7] предложил записать энергетический коэффициент в более удобной форме (1.6), в которой коэффициент Е относится к единице поверхности и единичному температурному напору (t = 1С), т.е. исключается влияние величины температурного напора
Теплообменник для реализации нестационарного эффекта теплоотдачи
На экспериментальном стенде теплообменник 5 устанавливался вертикально, выходным кожухом при помощи муфты герметично стыковался с ресивером 4, из которого воздух откачивался высоконапорным вентилятором 1. Регулирование среднего расхода потока осуществлялось при помощи крана 2, который перекрывал поперечное сечение трубы между ресивером и вентилятором. Контроль среднего расхода воздуха в экспериментальной установке осуществлялся расходомером «ИРВИС-РС4-Ультра» 3.
Модельный теплообменник (рисунок 2.16) представлял собой трубчатый теплообменный аппарат, в котором труба 4 выполнена дискретно-шероховатой, остальные четыре трубы 6 – гладкими. Это обеспечивало получение сравнительных данных по теплообмену гладкой и шероховатой труб при прочих равных условиях. Для обеспечения равенства расходов теплоносителя через все каналы на выходе каждого из них были установлены расходные шайбы 5 одинакового диаметра d = 30 мм. На входе в теплообменник поток теплоносителя проходил через гидротурбину (крыльчатку) 2, приводящую во вращение плоскую фигурную заслонку 1, пять лопастей, которой периодически перекрывали поток теплоносителя во входном сечении 3 труб. Можно ожидать, что при таком способе возбуждения колебаний потока частота пульсаций будет пропорциональна расходу теплоносителя, что позволит в широком диапазоне расходов работать при практически постоянной относительной частоте (числе Струхаля) пульсаций потока.
При проведении экспериментов на каналы с наружной стороны устанавливалось тепловая изоляция из слоя изолона (на рисунке не показана) для исключения заметного влияния на температурное состояние стенки теплоотдачи по наружным поверхностям. Гладкий канал 6 был изготовлен из тонкостенной трубы с внутренним диаметром 0,050 м и длинной 0,5 м. ДШК 4 имел такую же длину и выполнен из набора втулок и колец, при плотной стяжке с помощью периферийных шпилек образующих рельефную внутреннюю поверхность теплообмена (рисунок 2.17). Втулки изготавливались из такой же трубы, что и гладкий канал. Размеры прямоугольных выступов и шаг их расположения показаны на рисунке 2.17. В общепринятых обозначениях параметры дискретной шероховатости: d/D = 0,92, t/D = 0,64. Все детали теплообменника были изготовлены из низкоуглеродистой Рисунок 2.17 - Дискретно-шероховатый канал
Для определения параметров нестационарности течения выполнялись измерения мгновенных значений скорости потока с помощью термоанемометрического датчика и цифрового термоанемометра «ИРВИС ТА-5», принцип действия которых описан в 2.1.1. Чувствительный элемент датчика термоанемометра устанавливался на оси одной из гладких труб на расстоянии 0,450 м от входного сечения. Частота опроса сигнала термоанемометрического датчика составляла 2000 Гц в течение 5 с. Температура стенки каждого рабочего участка измерялась хромель-копелевыми термопарами, установленными на наружной поверхности каналов рабочих участков. В ДШК было установлено три термопары на расстоянии 0,15 м, 0,245 м, 0,345 м от входного отверстия. В гладком канале четыре термопары на расстоянии 0,17 м, 0,22 м, 0,265 м, 0,32 м от входного отверстия. Опрос сигналов термопар проводился с помощью АЦП с частотой дискретизации 200 Гц в течение 45 с.
Эксперименты с регистрацией первичных данных по скорости потока u в рабочих участках, температуре Т, амплитуде Au и частоте f пульсаций скорости, выполнялись на экспериментальной установке, описанной ранее.
Перед проведением экспериментов проводилась градуировка термоанемометрического датчика в рабочем участке. Эта процедура включала получение зависимости сигнала термоанемометра от скорости потока, которая оценивалась на основе измерения расхода воздуха через канал ультразвуковым расходомером «ИРВИС - РС4 - Ультра».
Эксперименты проводились после нагрева рабочих участков техническим феном до температуры равной 60 - 80С. Измерение экспериментальных данных при пульсациях потока выполнялось после установления скорости вращения, т. е. достижения максимальной частоты вращения.
Средняя (по площади поперечного сечения и времени) скорость u , м/с, потока в рабочем участке, подсчитанная без учета уменьшения площади проходного сечения из-за выступов оценивалась как - Q где Q - объемный расход через теплообменник, м3/ч; п - число рабочих участков (в данном теплообменнике п = 5).
При расчете числа Рейнольдса Re за характерный размер принят диаметр рабочего участка D Fi – смачиваемая поверхность теплообмена участка канала с учетом выступов, м2. Под участком понимается одна секция ДШК в окрестности термопары. Средний коэффициент теплоотдачи определялся как среднее арифметическое от локальных коэффициентов теплоотдачи в областях расположения термопар.
Анализ результатов экспериментального исследования гидравлического сопротивления дискретно-шероховатого канала при наложенных пульсациях расхода
Далее даны характеристики этих режимов течения. 1) квазистационарный режим включает и стационарное течение без наложенных пульсаций. При этом режиме наблюдаются периодические структуры в слое смешения, но при низких частотах наложенных пульсаций расхода рабочей среды поток представлял собой как бы последовательность квазистационарных режимов течения (различной скорости) без образования каких бы то ни было дополнительных вихревых структур и изменения кинематической
Структура пульсирующего потока за диафрагмой [86] 1 – квазистационарный режим; 2 – низкочастотный режим; 3 – резонансный режим; 4 – высокочастотный режим. 2) низкочастотный режим характеризуется образованием вихревых структур за препятствием с вытянутой по потоку формой в виде эллипса и размерами, соизмеримыми с размером отрывной области. В отрывной области за препятствием начинают образовываться крупномасштабные вихревые структуры. Они имеют вытянутую по потоку форму высотой, примерно равной высоте препятствия h, и длиной порядка нескольких высот h. Угловые скорости вращения в вихрях небольшие. Вихри образуются в фазе ускорения потока и сносятся в основной поток в фазе замедления, довольно быстро разрушаясь при этом; 3) резонансный режим отличает формирование вихревых структур большой интенсивности, имеющих почти круглую форму. Размеры вихрей достигают двух высот выступа. При этом режиме время движения вихрей в пределах отрывной области близко к периоду пульсаций потока. Особенностью режима является формирование наиболее интенсивных (с большими угловыми скоростями) крупномасштабных вихрей. Вихрь за препятствием образуется в фазе нарастания скорости потока. В конце формирования он достигает своего максимального размера. При этом вихрь касается непосредственно задней стенки препятствия и стенки канала вблизи препятствия. В фазе замедления вихри отрываются от препятствия, сносятся в основной поток и далее разрушаются; 4) высокочастотный режим характеризуется образованием сравнительно мелкомасштабных вихревых структур за отрывной кромкой препятствия. Вихри имеют размеры порядка высоты выступа и меньше. При больших частотах наложенных пульсаций за отрывной кромкой препятствия образуется вихревая дорожка, вихри в которой также формируются и сносятся в поток с частотой наложенных пульсаций. Размеры вихрей уменьшаются с увеличением частоты пульсаций. Угловые скорости в вихрях являются довольно значительными. В процессе формирования, отрыва и сноса в поток вихри не достигают стенки канала – сразу после отрыва от кромки препятствия они движутся с некоторым удалением от стенки. Таким образом, вихревая дорожка в некоторой степени локализуется в слое смешения.
Режимы 2 и 3 наиболее интересные с практической точки зрения, т.к. на них наблюдается значительный рост интенсификации (до полутора раз на режиме 3) среднего теплообмена за препятствием [96].
Следует отметить, что в работе [96] при вычислении числа Струхаля Sh в качестве характерного размера использовалась реальная длинна отрывной области (с учетом изменения длинны при различных режимах течения). В данной работе в качестве характерного размера использовалось расстояние до средней точки присоединения потока за выступом в стационарных условиях. Это расстояние составляет 10 высот выступа. Такое различие в подсчете Sh вызывает небольшое изменение границ режимов течения.
Результаты экспериментов с наложенными пульсациями в зависимости от чисел динамического подобия нестационарности потока представлены на рисунках 4.6 и 4.7. Значками показаны экспериментальные значения /СТ, сгруппированные в относительно узком диапазоне относительных амплитуд пульсаций. Именно неодинаковыми значениями в значительной степени обусловлен разброс данных в пределах группы. Как видно из рисунков 4.6 и 4.7, прирост сопротивления имеет выраженный максимум в окрестности Sh = 0,6 с быстрым снижением в обе стороны от экстремума. Данные с относительным среднеквадратичным отклонением 7 % обобщены зависимостью /СТ = 1 + 0,3 11,75 +1,9 е-1,5 ln(Sh/0,6) (4.1) Рассчитанные по этой зависимости значения /СТ при пяти значениях показаны линиями на рисунке 4.6. На рисунке 4.7 линиями показаны значения /СТ для четырех значений Sh. Отметим, что предложенная аппроксимация данных дает «острый» экстремум (рисунок 4.6), тогда как в экспериментах он скруглен, но отклонение находится в пределах случайных отклонений данных.
Резкое увеличение относительного коэффициента гидравлического сопротивления /СТ в окрестности числа Струхаля Sh = 0,6 соответствует резонансному режиму (рисунок 4.5) по классификации [96]. На этом режиме образуются интенсивные разгонные вихри, которые регулярно выносятся в основной поток, следствием чего является увеличение разрежения за выступом. Именно увеличение разрежения за выступом приводит к росту профильного сопротивления выступа, что объясняет повышение относительного коэффициента гидравлического сопротивления /СТ в окрестности Sh = 0,6.
Теплогидравлическая эффективность ДШК при наложенной нестационарности потока
Наименьшее значение коэффициента наблюдается в окрестности числа Струхаля Sh = 0,6, этому значению Sh соответствуем максимальные значения относительного коэффициента гидравлического сопротивления пДуШльсК /сДтШа цК (рисунок 4.6). Зависимость коэффициента теплогидравлической эффективности от Sh и 104 Использование наложенных пульсаций в ДШК для интенсификации N пульс /Nu стац теплообмена наиболее выгодно при значении коэффициента пульс / стаЧ— 1. Это реализуется при значениях безразмерной частоты Sh 1,5. В этой области чисел Струхаля Sh прирост теплоотдачи от нестационарных эффектов опережает прирост гидравлического сопротивления.
В литературе по интенсификации теплообмена [2, 13] в качестве оценки эффективности различных методов применяют коэффициент Nu /Nu = (пульс /стаЧХ1/3) . Результаты обобщения экспериментальных данных с помощью коэффициента И показаны на рисунке 4.16. Из данных рисунка 4.16 видно, что коэффициент И больше единицы почти во всем диапазоне Sh и . Это указывает на то, что предложенный метод интенсификации теплообмена энергетически более выгоден по сравнению с гладким каналом. Значение коэффициента И (if = 1,11) на стационарном режиме течения показано на рисунке 4.16 (символ ). Экспериментальные значения И превышают if = 1,11 (стационарное) при числах Струхаля Sh 1. Стоит отметить, что при оценке теплогидравлической эффективности, с Nu /Nu Тшк/Т4) помощью энергетических коэффициентов Г1 пульс стац(1/3) и NuпДуШльКс / NuсДтШа цК пульс стац , не учитывались затраты энергии на возбуждение колебаний ДШК /ДШК потока.
Проведенная оценка теплогидравлической эффективности позволяет сделать вывод, что использование наложенных пульсации в ДШК перспективно для интенсификации теплообмена. Наименьшие показатели различных коэффициентов теплогидравлической эффективности получены при Sh = 0,6, т.к. при этом значении наблюдается наибольший рост потерь статического давления.
Максимальный прирост энергетического коэффициента И получен при Sh 1. Полученные результаты открывают новые возможности повышения теплогидравлической эффективности теплообменников и систем охлаждения.
Практическая реализация нестационарного эффекта интенсификации теплоотдачи в теплообменнике со встроенным пульсатором В данной главе представлены результаты экспериментального исследования теплоотдачи в модельном теплообменнике со встроенным пульсатором. Основной задачей этих исследований является: - получение опытных данных по теплоотдаче в модельном теплообменном аппарате; - сравнение экспериментальных данных с литературными данными; - оценка постоянства Sh в диапазоне расходов теплоносителя. Эксперименты проводились на установке, схема которой показана на рисунке 2.20. Значение средней скорости потока в рабочем участке находилось в диапазоне и = 2,9 - 6,0 м/с (Re=10000 - 20000). Частота наложенных пульсаций скорости составляла f = 50 - 126 Гц, относительная амплитуда = Аи/и = 0,173 -0,235. Здесь Л- амплитуда пульсаций скорости потока. Закон изменения скорости потока по времени был близок к гармоническому
Измерение мгновенных значений скорости потока выполнялись термоанемометрическим датчиком, который был установлен на оси одной из гладких труб на расстоянии 0,450 м от входного сечения. В качестве примера на рисунке 5.1 показана осциллограмма скорости на оси канала при и = 5 м/с, /= 127 Гц. Характерной чертой теплообменника является постоянство числа Струхаля Sh при изменении расхода Q. Зависимость Sh от расхода Q показана на рисунке , что относительная частота наложенных пульсаций Sh почти постоянна в широком диапазоне объемного расхода рабочего тела Q через теплообменник. Тенденция к небольшому росту Sh с увеличением расхода связана с уменьшением относительной роли трения в опорах вращения заслонки.
Полученная в опытах относительная частота (Sh = 0,4) не является оптимальной для повышения теплогидравлической эффективности, т.к. лучшие показатели, как видно из рисунка 4.16, достигаются при Sh 1. При проектировании подобных теплообменных аппаратов необходимо стремиться к этому значению (Sh 1).
Для повышения числа Струхаля в данном теплообменнике необходимо увеличить число лопастей вращающейся заслонки или использовать более быстроходную турбину (крыльчатку).
Предварительно проводились опыты на стационарных режимах течения в ДШК (без вращающейся заслонки) для последующего сравнения с ними данных по теплоотдаче при вынужденных колебаниях потока. Результаты экспериментов с наложенными пульсациями потока в ДШК представлены на рисунке 5.3. Как видно, дополнительная интенсификация теплообмена от влияния нестационарности потока составила 20…25 %. потока – пульсирующий режим; – стационарный режим. 109 Экспериментальные данные удовлетворительно согласуются с данными работы [97] (рисунок 5.4). Небольшое превышение экспериментальных данных автора по сравнению с результатами [97] можно объяснить различным положением элемента, создающего пульсации потока. В [97] пульсатор располагался за рабочим участком. В данном теплообменнике пульсатор находился перед рабочими участками. Такое положение пульсатора способствовало турбулизации потока на входе в рабочий участок, что приводило к небольшой интенсификации теплообмена.
Проведенными экспериментами на модельном теплообменнике показана возможность использования энергии потока для возбуждения колебаний в рабочих участках теплообменного оборудования и систем охлаждения для реализации нестационарного эффекта интенсификации теплообмена в ДШК. Использование гидротурбины для вращения заслонки, обеспечивающей возбуждение пульсаций потока, позволило поддерживать в широком диапазоне расходов Q теплоносителя практически постоянную относительную частоту пульсаций Sh.